1. 서 론
일반적인 강합성 교량은 전단연결재가 배치된 강거더에 거푸집을 설치하고 콘크리트를 타설하여 바닥판을 완성한다. 이러한 공법은 거푸집 설치, 철근의 배근 및 콘크리트 타설과 같은 위험한 고소작업 공정이 많으며 콘크리트의 양생기간이 긴 단점이 있다. 이러한 단점을 보완하고 OSC (Off-Site Construction)를 활성화하기 위하여 전두께 프리캐스트 바닥판 사용이 한가지 대안이 될 수 있다. 일반적인 전두께 프리캐스트 바닥판은 전단 포켓을 사용하여 강거더에 군집 설치된 전단연결재와 전두께 프리캐스트 바닥판을 연결한다. 전단 포켓을 사용한 전두께 프리캐스트 바닥판은 거더와 바닥판 사이에 위치한 베딩층의 충진성이 좋지 않고 이에 따라 바닥판이 국부 지지될 수 있다. 또한, 전단연결재의 군집 설치로 인하여 불균형한 전단응력의 분포가 발생하는 단점이 있다(Badie et al., 2010; Ovuoba and Prinz, 2018; He et al., 2021).
전단 포켓 방식의 전단면 프리캐스트 바닥판의 단점을 보완하고자 프리캐스트 바닥판-거더 연속 접합부가 여러 연구자들에 의하여 제시되었다(Graybeal, 2012, 2017; Haber and Graybeal, 2018; He et al., 2021; El-Khier and Morcous, 2021). 연속 접합부는 기존의 전단 포켓 형식의 상부에서 몰탈을 주입하여 충진하는 형태가 아니라 거더의 측면에서 충진재를 주입하는 형태이다. 각 연구자들마다 합성부 상세는 서로 상이하며 각자 다른 특징들이 있다. 특히, Graybeal (2012, 2017)가 제시한 연속 합성부는 전단연결재를 바닥판의 하부 주철근보다 낮게 설치하여 전단연결재와 바닥판의 간섭을 완전 제거하였으며 부족한 전단강도를 보완하기 위하여 UHPC (Ultra High Performance Concrete)를 접합부 충전재료로 사용하였다. 하지만, KDS 14 31 10 (MOLIT, 2024)에서는 전단연결재가 바닥판에 50 mm 이상 관입 되도록 하고 있으며 한국도로공사의 도로교설계요령(EX, 2020)에서는 전단연결재와 바닥판의 하부 주철근이 서로 교차하도록 규정하고 있어 Graybeal (2012)의 연속 합성부 상세 적용은 국내에서 어렵다. 또한, UHPC의 주입성이 일반 모르타르보다 좋지 않아 주입성에 대한 검토도 필요하다. 이러한 점을 고려하여 국내 실정에 맞는 연속 접합부를 Fig. 1과 같이 제안하였으며 관련된 기초 연구들이 수행되었다(Diep et al., 2022; Diep et al., 2023). 즉, 본 연구에서 제안한 바닥판-거더 연속 접합부와 기존 연속 접합부와의 차이는 국내 설계기준을 만족하도록 전단연결재와 바닥판의 하부 주철근이 서로 교차하도록 하고 흐름성이 좋은 일반 모르타르를 충전재료로 사용하였다는 것이다. 이 때 전단열결재를 바닥판 주철근 사이에 위치하도록 하여 부재간 간섭이 발생하지 않도록 하였으며 간격재 외에 바닥판 거치용 앵글을 사용하여 충분한 베딩층 확보 및 위치 조정이 용이하도록 하였다.
프리팹 부재간 조립이 원활하여야 하여야 하는 것은 조립식 교량 활성화를 위한 필수조건이다. 따라서, 제안된 프리캐스트 바닥판-거더 연속 접합부의 성능을 평가하기 위해서는 구조성능 뿐만 아니라 조립 실증을 통하여 조립성능 및 품질의 우수성을 입증하여야 한다. 이를 위하여 본 연구에서는 10 m의 길이를 갖는 실물 거더를 제작하고 구조실험을 수행하여 연속 접합부를 갖는 강합성 거더의 조립성능과 구조성능을 평가하였다.
2. 실험체 제작 및 조립성능 평가
2.1 실험제 제작
실험체의 총길이는 10 m 지간장은 9.6 m이다. Fig. 2(b)에서 볼 수 있듯이 프리캐스트 바닥판의 폭은 1,000 mm이고 합성거더의 총 높이는 1,367 mm이다. Fig. 2(c)에는 연속 접합부의 상세를 보여준다. 한국도로공사의 도로교설계요령(EX, 2020)의 규정을 준수하기 위하여 전단연결재는 프리캐스트 바닥판 하부 주철근보다 높게 결정되었다. 다만, 조립식 간섭을 피하기 위하여 전단열결재는 바닥판 하부 주철근 중간에 배치될 수 있도록 하였다.
제안된 연속 접합부의 시공 순서는 ① 강거더 및 프리캐스트 바닥판 제작, ② 간격재 및 탄성재 설치 ③ 프리캐스트 바닥판 거치, ④ 종방향 이음부(프리캐스트 바닥판 간 이음부) 타설 및 에어벤트 설치, ⑤ 충진재 주입 및 양생으로 이루어진다. 10 m의 합성거더 종방향으로 연속된 접합부를 타설하여야 함으로 고유동성을 갖는 모르타르(Mortar)를 기계식 주입하여 일체화할 필요가 있다. 따라서, 본 연구에서는 기계식 주입을 위하여 믹서펌프를 사용하였다.
Fig. 3(a)는 간격재와 탄성재를 강거더에 설치한 모슴을 보여준다. 여기서 Fig. 3(a)의 A는 간격재로 설계 시 의도한 간격을 확보하기 위하여 설치한다. Fig. 3(a)의 B는 탄성재로 프리캐스트 바닥판 거치 후 간격재 높이까지 변형되며 모르타르 충진 시 누출을 방지하는 목적으로 설치한다. 프리캐스트 바닥판 설치 후 종방향 이음부를 타설하고 에어벤트를 설치한다. 에어벤트는 배출구로 모르타르 충진성 확인도 가능하다. 충진 시 에어벤트로 모르타르가 상승하는 것을 확인하여 충진 여부를 알 수 있다. 이에 따라 에어벤트는 투명 아크릴로 제작을 하엿다. 최종적으로 믹서펌프를 사용하여 모르타르를 주입하여 접합부를 충진한다.
연속 접합부 충진재의 요구조건으로는 무수축 및 고유동성이 요구된다. 따라서, KS F 4044 (수경성 시멘트 무수축 그라우트) (Korean Industrial Standards Council, 2019)의 품질을 만족할 수 있는 재료를 충진재로 선정하였다. 프리캐스트 바닥판의 설계압축강도는 24 MPa로 설정하였으며 구조실험 당시 공시체의 강도는 23.7 MPa였다. 충진재로 사용된 모르타르의 압축강도는 바닥판의 1.5배로 설정하였으며 구조실험 당시 압축강도는 44 MPa로 나타났다. 여기서 바닥판과 모르타르의 압축강도는 공시체 3개의 평균값이다.
강거더는 상부 및 하부 플랜지는 SM355B 강재를 적용하였으며 복부판은 HSB380 강재를 사용하여 제작하였다. 재료 실험 결과 상부 및 하부 플랜지의 항복강도(fy)는 각각 388 MPa와 413 MPa로 나타났다. 인장강도(fu)는 상부와 하부 플랜지에서 각각 537 MPa와 551 MPa였다. 참고로 상부와 하부플랜지의 두께는 각각 16 mm와 27 mm이다. 복부판의 경우fy와fu는 각각 487 MPa와 573 MPa로 나타났다.
2.2 조립성능 평가
제안된 프리캐스트 바닥판-거더 연속 접합부의 가장 중요한 조립성능 지표는 충진성이다. 이는 연속 접합부 내부에 공극이 있을 경우 계면의 접합성능을 완전히 발현할 수 없어 구조적 성능에 영향을 미치기 때문이다. 이 밖의 성능지표로는 조립 시 부재 간 간섭 여부, 충진 시 모르타르의 누출 여부 및 충진 시간이 있을 수 있다.
조립성능 평가 결과 조립 시 부재간 갑섭 및 충진 시 모르타르의 누출은 없는 것으로 나타났다. 지간장 10 m, 총 연속 접합부의 체적 0.78 m3에 대하여 충진 완료시까지 소요된 시간은 약 50분으로 나타났다. 충진성의 경우 1차적으로 충진 시 에어벤트에서 모르타르의 상승 여부를 육안으로 확인하여 판단할 수 있다.
본 연구에서는 보다 정확한 충진 여부를 확인하기 위하여 구조실험이 완료된 후 Fig. 4와 같이 실험체에 대하여 조립부의 천공을 통하여 충진성을 확인하였다. Fig. 4(a)에서 P2는 구조실험에서 하중 재하 직하부이며 P1은 P2에서 475 mm 지점 방향으로 떨어진 곳이다. P3는 우측 실험체 부재 끝단에서 1,475 mm 떨어진 곳이다. 참고로 Fig. 4(a)에서 볼 수 있듯이 모르타르 주입은 왼쪽 단부에서 주입된다. Fig. 4(b)는 천공된 위치의 단면 사진을 나타낸다. 여기서 노란색 점선은 프리캐스트 바닥판과 모르타르의 경계면을 나타낸다. 이 사진에서 볼 수 있듯이 천공면에 공극이 없이 밀실하게 모르타르가 충진된 것을 알 수 있어 제안된 연속 접합부는 우수한 조립성능을 가지고 있는 것으로 나타났다.
3. 구조실험 및 구조성능 평가
3.1 구조실험 방법
강합성 거더는 휨에 저항하는 부재로 일반적으로 휨에 의한 연성파괴가 발생하도록 설계한다. 제안된 연속 접합부에는 콘크리트 바닥판과 강거더 사이에서 발생하는 계면 전단력(Interface shear force)이 작용한다. 따라서, 휨에 의한 연성 파괴를 유발하기 위하여는 연속 접합부는 충분한 계면 전단 저항력을 가지고 있어야 한다. 즉, 연속 접합부의 계면 전단 저항력이 휨강도에 의하여 발생되는 계면 전단력보다 크도록 설계가 이루어져야 한다. 이를 위하여 Fig. 5와 같이 4 절점 휨실험을 수행하였다. 4 절점 휨실험을 통하여 전단 경간(shear span)에서는 균일한 전단력이 발생하도록 하고 하중 재하점 사이에는 순수 휨모멘트가 발생하도록 하였다. 즉, 전단 경간에서는 수직 전단력에 의하여 발생되는 계면에서의 수평 전단력을 평가하여 계면의 전단강도를 평가할 수 있으며 하중 재하점 사이에서는 순수 휨이 작용할 때 합성거더의 휨강도를 평가할 수 있다.
수직 전단력과 이에 따라 발생하는 계면 전단력에 대한 관계는 AASHRO LRFD (AASHTO, 2020)에 나타나 있으며 본 연구에서는 AASHTO의 접근 방법을 사용하였다. Fig. 6은 AAHSTO LRFD (AASHTO, 2020)에서 제시하고 있는 수직 전단력과 콘크리트 바닥판-거더 사이에 발생하는 계면 전단력과의 관계를 보여준다. 이 그림에서 극한강도에 도달한 상태에서 단위길이(Δl) 당 계면의 전단력은 양단의 압축력의 차(cu2-c1)가 되고 양단의 압축력은 모멘트팔길이, dv,를 사용해서 각각 작용하고 있는 양단의 모멘트로부터 계산할 수 있다. 최종적으로 계면에서 작용하는(종방향) 단위 길이당 전단력은
Fig. 6
Relationship between the Vertical Shear Force and Interface Shear Force (AASHRO LRFD (AASHTO, 2020))
로 계산할 수 있다. 여기서 V1은 수직 전단력이다. 즉, 검토대상 계면이음 및 전단면(shear plane)을 합성부에 형성하면 시험체의 순수 전단 구간에서 수평전단에 대한 검토가 가능하며 필요 수평(계면) 전단력은 수직 전단력과의 상관관계(Eq. (1))를 이용하여 조절할 수 있다.
일반적으로 강합성 교량의 콘크리트 바닥판-거더 연결부의 계면 전단강도는 Push-off 실험(KOCED, 2021)과 같은 방법이 사용될 수 있다. 하지만, 기존의 연구결과들(Hicks et al., 2017)을 살펴보면 push-off 실험보다 실제 보에 전단력이 작용하는 형태를 모사한 보실험을 통한 전단성능 확인이 보다 현실적이라고 보고하고 있다. 실 예로 제시된 프리팹 조립혁신 강합성 도로교와 유사한 형태의 조립식 합성부를 갖는 교량의 경우도 보 실험을 통하여 합성부의 전단 및 피로 성능을 검증하고 있다(Graybeal, 2012).
제안된 연속 접합부의 경우, 휨강도는 일반적으로 합성구조의 휨강도 산정에 사용되는 소성응력분배법(Plastic stress distribution method)를 적용할 수 있으며 휨강도 산정에 대한 수식은 Diep et al. (2022)에 의하여 제시되었다. 실험체의 경우 휨강도는 소성 휨모멘트 강도(Mp)는 9,711.7 kN⋅m로 나타났다. 여기서 공칭 휨모멘트 강도(Mn)은 KDS 14 31 10 (MOLIT, 2024)에 따라 8,625.7 kN⋅m로 결정된다. 따라서, Eq. (1)에 의하여 계면에서 발생되는 전단력(Vhi)는 1.63 kN/mm로 계산된다.
제안된 연속 접합부는 계면에서 휨강도에 의하여 발생하는 전단력보다 큰 저항력을 가져야 한다. 계면 전단 저항력은 AASHTO (2020)과 KDS 24 14 21 (MOLIT, 2021)에 따라 계산할 수 있다.
일반적으로 제안된 형식의 계면 전단저항력은 Fig. 7과 같이 4가지의 취약 전단면에 대하여 검토하여야 하며 제안된 연속 접합부의 경우 전단면 4가 가장 취약하다. 전단면 4에 대하여 AASHTO 및 KDS에 따라 설계가 가능하며 전단 저항력은 계면의 부착 상태에 따라 차이를 보이게 된다. 가장 보수적인 접근 방법은 계면의 부착상태가 매끄러운 면(Smooth surface)으로 가정하는 것이며 본 연구에서 프리캐스트 바닥판은 보통 강재 거푸집을 사용하여 생산이 되므로 계면의 부착상태는 매끄러운 면으로 가정하는 것이 합리적인 것으로 판단되어 이를 적용하여 계면 전단 강도를 계산하였다.
AASHTO LRFD의 제5.7.4.3조에 따라 공칭 계면 전단 저항(Vni)은 다음과 같이 계산된다
여기서, c는 점착계수(Cohesion factor), μ는 마찰계수, Acv와 Avf는 각각 전단력이 전달되는 계면의 면적과 전단계면을 가로지르는 철근의 단면적을 나타낸다. Pc는 계면 전단면에 수직하게 작용하는 압축응력이다. fyr은 철근의 항복응력이다. c와 μ는 AASHTO LRFD의 제5.7.4.3조에 규정되어 있으며 앞서 설명하였듯이 부착상태가 매끄러운 면을 기준으로 산정하였다. Eq. (2)를 살펴보면 콘크리트 계면의 저항력과 계면을 가로지르는 철근의 저항력을 더하여 계면의 전단 강도를 산정하는 것을 알 수 있다.
KDS에서도 유사한 방법으로 계면의 전단 강도를 계산할 수 있다. KDS 24 14 21 (MOLIT, 2021)에서는 제4.1.2.5조에서 서로 다른 시기에 타설한 콘크리트의 계면 전단에 대한 검토식을 사용할 수 있으며 계면전단강도(vd)는 아래의 Eq. (3)과 같다.
여기서, μ1과 μ2는 계면 거칠기에 따른 계수이다. fn는 계면에 전단력과 동시에 작용하는 최소 법선응력이다. ρ는 As/Ac로 As는 계면을 가로지르는 철근량, Ac는 계면의 면적이다. α는 계면의 맞물림에 대한 각도로45 ° ≤ α ≤ 90 °의 범위를 갖는다. v는 콘크리트 압축강도 유효계수로 유효계수는 Eq. (4)와 같다.
Eqs. (2)와 (3)을 통하여 AASHTO와 KDS에 따라 본 실험체의 계면 전단 강도를 계산하면 각각 1.86 kN/mm과 1.95 kN/mm로 계산되었다. 즉, 계면의 전단강도가 휨강도에 의하여 발생되는 계면 전단력(Vhi= 1.63 kN/mm)보다 커서 거더는 휨에의한 파괴가 발생되는 것으로 설계되었다. 최종적으로 Fig. 8과 같이 4점 휨실험을 수행하였으며 실험결과 계측을 위한 게이지 계획은 Figs. 9~10과 같다.
Fig. 9는 강합성 거더에 부착된 변형률계와 LVDT를 나타낸다. 최대 휨모멘트 작용부의 강더거의 높이별 응력 분포를 분석하기 위하여 순수 휨모멘트가 발생하는 중앙부위에 높이별로 변형률계를 설치하였다. 또한, 현장타설부(프리스트레스 바닥판간 연결부)에서의 휨응력 분포를 분석하기 위하여 현장타설부의 강거더에 높이별로 변형률계를 설치하였다. 하중-처짐 곡선을 작도하기 위하여 하중 작용점과 현장타설부 아래에 수직방향으로 LVDT를 설치하였다. 또한, 프리캐스트 바닥판과 강거더의 슬립(Slip)을 분석하기 위하여 연속 접합부에 LVDT를 Fig. 9와 같이 실험체 양단에 설치하였다.
Fig. 10은 프리캐스트 바닥판 철근에 부착된 변형률계의 위치를 보여준다. 최대 휨모멘트 작용 부위의 하중 재하점 중앙부에 상하부 철근에 종방향 변형률계를 설차하였다. 또한, 종방향 연결부에서 응력 전달 효과를 평가하기 위하여 상하부 철근에 변형률계를 설치하였다.
앞서 설명한 바와 같이 실험체는 4점 휨시험에 의해 휨파괴가 발생하도록 설계하였으며 완전합성거동 가정 시 휨강도는 약 8,625.7 kN⋅m이다. 실험은 Push-off 실험과 동일하게 예상 극한 하중의 10%까지 재하 후 하중을 제거하고 그 이후 예상 극한하중의 5%~40%까지 하중범위를 25번 반복가력하여 연결부의 이상 유무를 확인하였다(KOCED, 2021). 그 이후 최종적으로 파괴 시까지 하중을 재하하였다.
3.2 실험결과
실험결과 나타난 실험체의 하중-처짐 관계는 Fig. 11과 같다. 최대 휨강도는 8,997.97 kN⋅m으로 나타났으며 이론적인 값과 거의 일치하는 것으로 나타났다(4.13% 오차 발생). 실험결과 항복 휨모멘트(My)는 7,748.04 kN⋅m로 나타났다. 항복 휨모멘트 이후 하중은 감소없이 지속적으로 증가하였으며 충분한 연성 능력을 보이는 것으로 실험결과 나타났다. 실험 동안 합성연결부의 파괴는 나타나지 않았으며 합성거동을 하는 것으로 나타났다.
Fig. 12는 변형률계 데이터와 극한강도 시 시험체의 파괴 형상을 나타낸다. Fig. 11에서 항복 휨모멘트(My)는 하부 강재 플랜지에 항복이 발생하는 지점으로 결정하였으며 Fig. 12(a)에서 볼 수 있듯이 하부 플랜지 강재의 변형률이 약 1,910 × 10-6인 지점에서 급격히 항복 변형이 발생할 수 있으며 이 점을 My (= 7,748.04 kN⋅m)로 결정하였다. 이러한 점은 플랜지의 fy가 413 MPa임 점을 고려하면 항복 시 변형률은 1,966.7 × 10-6 (=fy/E= 413/210,000)이 되고 이 값과 거의 일치하는 것을 알 수 있다.
Figs. 12(b)와 (c)는 각각 시험체 중앙에 위치한 프리캐스트 바탁판 중앙부 상부와 하부에 설치된 종방향 철근의 변형률을 나타낸다. 이 그림에서 알 수 있듯이 하부 강재 플랜지가 항복하는 My근방에서 상부 철근이 항복하는 것을 알 수 있다. 하부 철근의 경우 My보다 높은 극한 휨모멘트(Mu) 근방에서 철근이 항복하는 것을 알 수 있다. 즉, 하부 강재 플랜지 항복 후 유사한 시기에 프리캐스트 바닥판 상부 철근이 항복하고 이 후 변형이 증가하면서 프리캐스트 바닥판 하부 철근이 항복하는 것으로 나타났다. 그리고 Fig. 12(d)와 같이 최대 하중에서 콘크리트의 압축파괴가 발생하였다. 따라서, 본 실험체는 전형적인 연성 휨파괴가 나타남을 알 수 있다.
Figs. 13과 14는 각각 현장 타설 이음부와 시험체 중앙에서의 합성거더 높이별로 변형률 분포를 나타낸다. 중립축은 1개가 생성되고 변형률은 합성거더의 높이 방향으로 선형적인 분포가 발생하고 있어 완전 합성거동이 나타나고 있는 것을 알 수 있다. 참고로 Mu에서 중앙부 최상단 변형률계(프리캐스트 바닥판 최상부 콘크리트 표면에 부착된 변형률계)의 값이 0에 가까운 값을 보이는데 이는 프리캐스트 바닥판의 콘크리트 압축파괴로 인하여 변형률계의 데이터값을 신뢰할 수 없으므로 변형률 분석 시 제외하였다. 또한, 중앙부의 My와 Mu발생 시 하부 강재 플랜지 부분에 소성변형이 발생하여 변형률이 일정한 것을 볼 수 있다.
Fig. 15는 강거더와 연속 합성부 사이의 슬립(Slip) 및 합성부와 프리캐스트 바닥판 사이의 슬립을 나타낸다. 슬립은 합성 거더의 휨에 의하여 발생되는 수평변위의 영향을 제거하여 계산되었다. Fig. 15에서 볼 수 있듯이 Mu에 도달하기 전의 변위는 약 1~3 mm 수준으로 나타났다. 파괴 후(Mu도달 후) 계면을 육안으로 확인하면 계면 파괴는 발생하지 않았다. 따라서, Mu도달 시 슬립량 증가하는 것은 연속 접합부의 계면 파괴에 의한 것이 아니라 프리캐스트 바닥판의 압축파괴에 의하여 발생된 것으로 판단된다. 시험체 우측단의 슬립의 경우, 계측 초기에 어떤 이유로 인하여 측정기에 변위가 발생하여 원점 좌측으로 이동한 것으로 판단된다. 이러한 점을 고려하여도 슬립은 최대 3 mm 이내로 발생하였다.
4. 결 론
본 연구에서 프리팹 강합성 교량의 조립 시 발생할 수 있는 부재간 간섭을 최소화하고 현장조정능력을 향상시킨 프리캐스트 바닥판-거더 연속 접합부를 갖는 강합성 거더교의 제작 및 구조 성능을 실험적으로 평가하였다. 이를 위하여 10 m 길이의 대형 실물 실험체를 제작 및 실험하였으며 다음과 같은 결론을 도출하였다.
연속 접합부를 갖는 강합성 거더의 제작 성능을 검증하기 위한 실험을 수행하였다. 실험 결과 10 m 길이의 접합부의 체적 0.78 m3를 충진하는데 약 50분이 소요되는 것으로 나타났으며 충진 시 누출을 발생하지 않았다. 또한, 구조실험 종료 후 접합부 천공을 통하여 충진 여부를 확인하였으며 충진재가 공극 없이 밀실하게 충진된 것을 육안으로 확인하였다.
AASHTO 및 KDS에 따라 실험체의 계면전단강도를 검토하였으며 실험체를 휨파괴가 발생하도록 설계하였다. 실험결과, 제안된 연속 접합부를 갖는 강합성 거더는 설계에서 의도한 바와 같이 휨연성 파괴가 발생하였다. 합성거더 높이별 변형률 데이터를 분석한 결과 중립축은 1개가 생성되고 변형률은 합성거더의 높이 방향으로 선형적인 분포가 발생하고 있어 완전 합성거동을 나타내고 있음을 알 수 있었다. 실험에서 나타난 최대강도는 이론강도와 약 4.13% 차이를 보여 이론식이 타당함을 알 수 있었다. 또한, 바닥판간 현장 타설부 및 연속 접합부의 계면에서도 특별한 손상이 발생되지 않아 합성거동이 잘 나타남을 알 수 있었다.
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